cpt資料在液化危害度評估之應用 - ncku

1

CPT 資料在液化危害度評估之應用

Application of the CPT Data on the Liquefaction Risk Assessment計畫編號：NSC90-2611-E-006-029

執行期限：90 年 08 月 01 日至 91 年 07 月 31 日

陳景文

國立成功大學土木工程系教授

中文摘要

電子錐貫入試驗(CPT)具有精度高、重現性良好之特性，調查結果可得到近似連續的地層垂直剖面資料，相當適用於土壤性質之調查及應用於土壤液化潛能之評估。本文根據集集大地震主要液化區(南投、員林)之明確液化點及無液化表徵的CPT 資料進行 Iwasaki(1982)定義之液化潛能指數的計算，以檢核 Iwasaki 液化危險度分級界限應用於國內之適用性。

ABSTRACT

The advantage of electronic Cone penetration test (CPT) is its accuracy and repeatability. The continuous data can also be obtained from this test. Therefore CPT is quite powerful to assess the liquefaction potential. In this paper, CPT is conducted in major liquefied areas (Nantou, Yuanlin) during the Chi-Chi earthquake. Data are used to evaluatel the liquefaction potential. Robertson, Olsen, and Juang’s CPT methods are used to estimate the factor of safety and to calculate the liquefaction potential index (IL). Based on the site condition and the liquefaction potential index (IL) data, the boundaries of the liquefaction potential index (IL) which recommended by Iwasaki is also checked.

一、前言

Seed 等(1983)指出影響土層液化之因素，大致上可分為兩大類，即內在因素與外在因素；內在因素是指土壤本身所具有之特性，外在因素則包括環境因素與地震特性等。我國位處太平洋地震帶西環，地震活動極為頻繁，除了每年大小地震不斷之外，週期性強震的襲擊更是台灣無法改變的宿命。此外，我國西部地區之地層屬於近代沖積層，地下水位較高，且淺層土壤又大都以疏鬆砂性土壤為主。因此，我國西部地區完全符合高液化潛能地層之基本條件。例如集集大地震後在中部地區即發現多處有液化現象或災害，其中以員林地區之大面積液化災害特別引人矚目，也使得國人普遍關心液化的問題。

液化潛能評估是解決液化問題的重要工作之一，目前已有許多液化分析方式可供選擇。其中，應用現地試驗結果進行液化分析的方式為工程界普遍採用的方法。這些現地試驗包括標準貫入試驗(SPT)、電子錐貫入試驗(CPT)或剪力波速(Vs)探測。其中，電子錐貫入試驗(CPT)具有精度高、重現性良好之特性，調查結果可得到近似連續的地層垂直剖面資料，相當適用於土壤性質之調查及應用於土壤液化潛能之評估。

李德河等 (2002)曾檢討國內常用的CPT 液化評估法在台灣中部地區液化潛能評估之應用成效，發現 Robertson 和 Wride法及 Olsen 兩種分析方法在較高錐尖阻抗

2

(qc)砂性土層之分析結果均趨於保守。事實上，每種液化分析方法雖然各具特色，也都能提供液化潛能高低的判釋，但是各種方法所求得之安全係數並不相同(圖 1)。因此，將液化分析所求得之安全係數直接代入計算 Iwasaki(1982)定義之液化潛能指數(liquefaction potential index , IL)，並以Iwasaki 液化危險度分級界限來判定調查位置之液化危險度，這種方式並不恰當。因此，本文根據集集大地震之主要液化區(南投、員林)的明確液化點及無液化表徵CPT 資料應用 Robertson 和 Wride 法、Olsen、及 Juang 等三種分析方法進行液化潛能分析，並將分析所得之安全係數代入Iwasaki(1982)定義之液化潛能指數的計算式，計算所得之液化潛能指數配合地表調查所得之液化表徵以檢核並率定各分析法之液化危險度分級界限。

二、液化潛能評估法

液化潛能評估的方法很多，在工程實務應用時，簡化法 (simplified empirical methods)是普遍認定的標準分析方法。此種分析方式是累積許多理論分析、室內及現地的試驗與震災案例之綜合研究成果。基本上，簡化法可以分為兩大部份；第一部份係以半經驗之簡易公式估計現地土層在遭遇地震時所承受之反覆應力比(cyclic stress ratio, CSR)。第二部份係估算土層之反覆阻抗比(cyclic resistance ratio, CRR)。評估土層反覆阻抗比的方法相當多，大致可區分為室內試驗法及現地試驗法。室內試驗法包括動態三軸試驗、反覆直剪試驗、反覆中空扭剪試驗等。現地試驗法則採用 SPT-N 值、CPT-qc 值或震測剪力波速Vs 等，其中，以 SPT-N 法及 CPT-qc 法應用最廣。

在液化潛能評估工作中大都以 SPT-N法為主流。不過，近年來隨著 CPT 之應用逐漸普遍，且可用之現地 CPT 液化案例資料漸多，目前已有許多良好的研究成果。例如 Shibata 和 Teparaksa (1988)，Stark 和Olson(1995)，Olsen(1997)，Robertson 和Campanella(1986) ， Robertson 和

Wride(1998)，Juang 等人(2000)之液化潛能評估法。這些方法均利用 CPT 為主之液化案例調查資料，建立一個 CPT 液化潛能評估方法。目前，國內對 Olsen(1997)、Robertson 和 Wride(1998)等二種方法較為熟悉，而 Juang 等人的方法則為較新之研究成果，其應用成效相當良好(Juang 等人，2001)。以上三種方法均可由 CPT 調查資料直接評估土層的液化潛能，因此，本文採用 Olsen(1997)、Robertson 和 Wride(1998)、及 Juang 等人(2000)的 CPT 液化評估方法進行液化危害度之初步研究。以下就此三種 CPT 液化潛能評估方法概略說明之。

2-1 Olsen 法(1997)

Olsen(1997)之 CPT 液化潛能評估法主要基於土壤分類圖表與 CPT 之錐尖阻抗、摩擦比資料。Douglas 和 Olsen(1981)首先發表電子錐試驗結果應用之土壤分類表，不過，此土壤分類圖表較為複雜且麻煩，使用者較少。因此，雖然 Olsen 持續進行一系列的 CPT 土壤分類圖表及液化潛能評估方法之研究發展（Olsen，1988，1995），此種圖表(圖2)仍然感覺複雜而無法廣為應用。為了簡化 CPT 土壤分類方法與液化潛能評估方式，且因應電子資訊之發展，Olsen（1997）發表新版簡易之土壤分類及液化潛能評估公式。此種分析方式係將CPT 土壤種類及液化潛能評估中之判別方法均以方程式化處理(公式 1~3)，因此，可由 CPT 試驗資料快速且方便的計算而獲得結果，大幅提高其應用程度。

dv

v rg

aCSR

= '

max65.0σσ

(1)

( )( )

+

−

+−

=

30016.02028.0

17.0025.0'

00128.01

fRfR

fRc

v

cqCRR

σ

(2)

CSRMSFCRRFS ×

= 1 (3)

3

其中 CSR：反覆剪應力比；amax：最大地表加速度(g)；g：重力加速度；�v，�'v：總覆土應力，有效覆土應力；rd：應力折減係數，為深度之函數。 CRR1：正規化之液化反覆阻抗比(CRR1 = 0.1~0.3)；c：土壤應力指數；當砂性土壤 c 為 0.6；粘性土壤c 為 1.0；其他類土壤 c 為 0.7；qc：錐尖阻抗(kgf/cm2)；Rf：摩擦比(=100fs/qc，%)；MSF ：地震規模修正係數 (Magnitude Scaling Factor)。

Olsen 液化分析法中反覆阻抗比(CRR1)係利用修正 CPT 錐尖阻抗(qc1)與摩擦比(Rf)計算而得。此種評估方式的優點為可同時考慮 CPT 兩種量測資料，並應用於所有土壤，且不需要考慮土壤細料含量或平均粒徑。

Olsen 反覆阻抗比(CRR1)之函數係由案例資料庫之修正錐尖阻抗(qc1)、摩擦比(Rf)及反覆阻抗比(CSR)的關係推導而得。此關係式為保守液化資料點的包絡線，因此，在正常情況下此種評估方式可得到保守的分析結果。Olsen 的液化阻抗關係式為錐尖阻抗與摩擦比之函數，式中顯示 CRR1

受到摩擦比(Rf)之影響相當顯著。例如，錐尖阻抗(qc1)100，摩擦比(Rf)分別為 0.2、0.5、1.0 時，其對應之 CRR1 分別為 0.136、0.181、0.247；摩擦比(Rf) 0.2 之 CRR1 僅為摩擦比(Rf)1.0 時之 55%。對砂性土壤之反覆阻抗比而言，摩擦比(Rf)之影響是否如此顯著，值得進一步探討。此外，就 CPT 資料的準確性而言，袖套摩擦(fs)之準確性不如錐尖阻抗(qc)，也就是說摩擦比(Rf)之準確性不如錐尖阻抗(qc)。因此，準確性稍差之摩擦比(Rf)應用於精度需求較低的土壤分類可以得到良好的結果；可是，用來估算精度需求較高的反覆阻抗比(CRR1)，準確性稍差之摩擦比(Rf)可能造成反覆阻抗比(CRR1)較顯著的偏差量。

2-2 Robertson 和 Wride 法(1998)

Robertson 和 Wride (1998)提出一套完整的 CPT 土壤分類公式及液化潛能評估方法。此方法最大的優點就是分析流程中的每一步驟均以數學式表示(公式 4~6)，可以

直接應用 CPT 試驗結果，計算土壤行為分類指數(Ic)小於 2.6 之第 5 類(表 1)以上砂性土壤之液化潛能。50≦(qc1N)cs <160,

( )08.0

100093

31

5.7 +

= csNcq

CRR (4)

(qc1N)cs <50，( )

05.01000

833.0 15.7 +

= csNcq

CRR(5)

CSRMSFCRR

FS×

= 5.7

(6)

其中，CRR7.5：地震規模 7.5 之土壤反覆阻抗比；(qc1N)cs：乾淨砂之正規化錐尖阻抗，可由顆粒特性修正參數(Kc)進行細料含量修正，將不同細料含量之(qc1N)修正為乾淨砂之正規化錐尖阻抗 (qc1N)cs 。CRR7.5：地震規模為 7.5 時，土層反覆阻抗比；MSF：地震規模修正係數；CSR：土層反覆剪應力比，利用公式 1 計算之。

Robertson 液化分析法中反覆阻抗比(CRR)為乾淨砂之正規化錐尖阻抗(qc1N)之函數，此函數關係式係由液化案例之正規化錐尖阻抗(qc1N)及反覆阻抗比(CSR)的資料，類比於 Seed 之 CRR 與正規化 SPT-N值(N1)之關係推導而得。在其地震反覆剪應力比(CSR)與修正錐尖阻抗(qc1)之關係圖中，反覆剪應力比(CSR)與正規化錐尖阻抗(qc1N)之臨界線可視為液化資料點的包絡線。在錐尖阻抗值較高時之液化點資料較少且這些資料點是否為真正液化仍值得商榷；因此，以此臨界線建立之液化分析方法的評估結果略為保守，在錐尖阻抗較高時尤其明顯。

2-3 Juang 法(2000)

Olsen、Robertson 和 Wride 等人的方法中，液化與否之判斷準則(臨界線)均依據其個人之經驗而建立。Juang 等(1999)則以合乎邏輯的極限狀態(limit state)概念，以科

4

學的方式決定液化與未液化之臨界線，圖 3即為其決定臨界狀態之示意圖。圖 3 中液化點資料可藉由地震力減低方式可以達到臨界狀態；而未液化點資料則可藉由地震力增加方式而達到臨界狀態。

此外，雖然每種液化分析方法中安全係數(FS)之定義均大同小異，但各種液化分析方法所得的安全係數卻不會等值。因此，適當安全係數的取捨是一個棘手的問題。Juang 等(2000)分析液化案例之 CPT 調查資料後發現，安全係數(FS)與液化機率(PL)之間存在一個對應關係，其對應情形大致如圖 4 之曲線形式。Juang 等(2000)結合其極限狀態與液化機率之研究成果，建立一個新的 CPT 液化潛能評估方法。以下就概略說明其評估方法：

(a)地震時土層所承受之作用力可由反覆剪應力比(CSR)來表示

CSR7.5=0.65 ( ) MSFrg

ad

v

v /max'

σσ

(7)

其中，CSR7.5：規模 7.5 之反覆剪應力比σv、σv′：覆土應力、有效覆土應力(kPa)

amax：最大地表水平加速度(g)g：重力加速度�d：應力修正因子MSF：地震規模因子

上式中將地震規模因子(MSF)納入地震作用力之反覆剪應力比計算式中，Juang等人認為此種計算方式較合乎邏輯，因為應力修正因子(�d)及地震規模因子均為地震力相關之參數。地震規模因子(MSF)可應用 Idriss (1998)之建議式：MSF = (Mw/7.5)-2.56 Mw：震矩規模 (8)

(b)土層之液化阻抗(CRR)可考慮成正規化錐尖阻抗(qc1N)、摩擦比(Rf)、有效應力 (σ′v)及總應力與有效應力比 (Rp)之函數，並以下式表示之：

∑=

∑=

+⋅+=n

k

m

i iPikWHkBTfkWoBTfCRR1 1

5.7

(9)(9)式為類神經網路一般式，使用三層前授型網路(three layer,feed-forward network)，其輸入層 4 個變數分別為 P1 = qc1N， P2 = Rf， P3 = σ′v， P4 = Rp，而正規化錐尖阻抗(qc1N)可由(10)式計算之：qc1N = qc/σ′v0.5 (10)

qc：錐尖阻抗，單位為大氣壓(100 kPa)σ′v：有效應力，單位為大氣壓(100

kPa)B0， BHk， Wk，及 Wik ：係數fT：轉換函數(transfer function)在(9)式中，B0，BHk，Wk 及 Wik，由

類神經網路訓練而得，並以巨集指令方式寫成 EXCEL 計算表 CPT.xls (Juang 等, 2000)，只要將分析所需之 CPT 試驗結果貼上對應位置，即可自動執行計算及繪圖。

(c)液化阻抗安全係數(FS)液化阻抗安全係數(FS)定義為 FS =

CRR/CSR，經由以上之計算可分別求得地震時所承受之反覆剪應力比(CSR)及土層之液化阻抗(CRR)，進而得到液化阻抗安全係數(FS)。

(d)液化機率(PL)Juang 等人 (2000)以大量現地液化

CPT 調查資料進行安全係數(FS)與液化機率(PL)相關性之研究，發現兩者並非線性關係，兩者對應曲線可用貝氏函數(Bayesian mapping function)表示之(11 式)。(11)式中，A、B 為分析方法及保守程度相關的係數，如圖 4 中，A=1.0，B=4.75。Chen 和Juang(2000)又根據液化機率(PL)提出較合理液化潛能分級之建議(表 2)。

BL AFSP

)/(11

+= (11)

2-4 液化危害度地層土壤會不會發生液化，是研究液

化的首要問題。然而，工程界關心的問題並不僅於會不會發生液化，而是地盤土壤

5

液化對地表結構物造成之危害度。Ishihara(1985)認為液化災害受到液化與未液化土層厚度之影響甚大；當未液化覆土厚度小於液化土層厚度時，即可能對地表造成災害。此外，當未液化覆土厚度大於某一臨界值時，便不會發生液化災害；當然，此臨界厚度與地震強度(最大地表加速度)有關。

Iwasaki(1982) 之液化潛能指數(liquefaction potential index , IL)是另一種液化危險度之評估方式。其液化潛能指數 IL

之定義如下:

∫ ×= 200

)( dzzWFlI L (12)

上式中，當抗液化安全係數 FS≦1.0，Fl=1−FS

當抗液化安全係數 FS>1.0，Fl=0W(z)：深度加權係數，W(z)=10−0.5z，

z 為距地表之深度(m)上式之 FS 為舊日本道路橋(1990)液

化評估法計算之安全係數。W(z)為考慮地表下 20m 以內，各深度液化程度之加權係數，隨深度增加呈線性遞減。液化潛能指數介於 0 至 100 之間，可作為液化危險度的指標。Iwasaki(1982)分析 6 次地震中，64個液化區域和 23 個非液化區域的資料，指出液化潛能指數為 0 時，表示液化危險度極低；當液化潛能指數介於 0 至 5 時，表示液化危險度低；當液化潛能指數介於 5至 15 時，表示液化危險度高；當液化潛能指數大於 15 時，表示液化危險度極高。

三、員林液化區回饋分析

集集大地震後許多地區都發現液化災害，其中，以南投、霧峰及員林地區之液化現象最受矚目。許多研究人員及學者專家在地震後前往液化區勘查，政府單位則提供經費進行液化區之地質調查，取得許多珍貴液化案例資料。本研究共蒐集了 69孔電子錐貫入試驗(CPT)資料，其中，員林地區有 48 個 CPT 調查孔。此節即由員林地區之 CPT 調查孔中，各取 2 個明確液化表徵及 2 個無液化表徵之 CPT 調查孔為代

表(圖 5)，分別探討三種 CPT 液化潛能評估方法的應用結果。以下就四個調查孔之液化分析結果分別說明之。

YL2 孔位於員林鎮員水路一段 406 巷口，此調查孔旁之獨立四樓建築物下陷傾斜，附近道路路面液化噴砂龜裂，為明確液化之 CPT 調查孔，地下水位約在地表下1.0 公尺左右。圖 6 為 YL2 孔之 Juang 法液化分析結果。圖中地表下 11 公尺以內土層液化分析所得之液化機率大都大於 0.65，屬於液化分類第四級非常可能液化及第五級幾乎肯定會液化之土層，分析結果與現況相當符合。其中，12.5 公尺至 17 公尺之錐尖阻抗值介於 7.99MPa 至 19.53MPa，平均錐尖阻抗值為 13.15MPa，平均摩擦比為0.14，屬於中等緊密至緊密的砂性土壤，應該是未液化的土層。此段土層分析所得之之液化機率大都小於 0.35，屬於液化分類第二級不大可能液化的土層。由此孔之案例評估，可以發現 Juang 法在液化與未液化段土層之回饋分析結果相當合理。

圖 7 為 YL-2 孔之 Olsen 法液化分析結果。圖中地表下 8 公尺以內土層液化分析所得之安全係數大都小於 1.0，屬於可能液化之土層，分析結果與現況符合。12.5公尺至17公尺土層分析所得之安全係數大都小於 1.0，其值介於 0.42 至 1.05 之間，平均安全係數約為 0.71，屬於極可能液化的土層。不過，以此段土層之平均錐尖阻抗值 13.15MPa，屬於中等緊密至緊密的砂性土壤而言，應該是未液化的土層。因此，由此孔之案例評估可以發現，Olsen 法在液化段土層之回饋分析結果相當合理；然而，在未液化段土層之平均安全係數僅約0.71，顯然此回饋分析結果過於保守。

圖 8 為 YL-2 孔 Robertson 和 Wride 法液化分析結果。地表下 1 公尺至 8 公尺間砂性土壤分析所得之平均安全係數約為0.55，顯示此處之液化潛能甚高，分析結果與現況相當符合。其中 14 公尺至 14.8 公尺之錐尖阻抗值介於 7.99MPa 至 13.8MPa，平均錐尖阻抗值為 10MPa，其液化分析結果得知此段土層之安全係數介於 0.67 至1.03 之間，其平均安全係數約為 0.75，顯

6

示此段土層之液化可能性甚高。以此段土層之平均錐尖阻抗值 10MPa，屬於中等緊密的砂性土壤而言，應該是未液化的土層。因此，由此孔之案例評估可以發現，Roberson 和 Wride 法在液化段土層之回饋分析結果相當合理；然而，在未液化段土層之平均安全係數僅約 0.75，顯然此回饋分析結果趨於保守。

崙雅里是員林鎮嚴重液化區之一，YL-C31 調查孔即位於崙雅里； YL-C31 為確定發生液化之調查孔(亞新，2000)，其地下水位約在地表下0.6公尺。圖9為YL-C31孔之 Juang 法液化分析結果。由液化機率(PL)剖面資料發現，深度 11.7 公尺內之液化機率大部分在 0.85 以上，屬於液化分類第五級幾乎肯定會液化之土層，分析結果與現地調查結果相符。此調查孔 13.5 公尺至 18 公尺之錐尖阻抗值介於 8.5MPa 至15.6MPa，平均錐尖阻抗值為 12.1MPa，屬於中等緊密至緊密的砂性土壤，應該為未受液化擾動的土層。Juang 液化回饋分析所得此段土層之平均液化機率約為 0.13，屬於液化分類第一級幾乎肯定不會液化之土層，分析所得之結果亦甚為恰當。

圖 10 為 YL-C31 孔之 Olsen 法液化分析結果。由安全係數剖面資料發現，調查深度內之安全係數大部分小於 1.0，分析結果顯示此處液化機率極高，分析結果與現地調查結果相符。不過，此調查孔 13.5 公尺至 18 公尺之錐尖阻抗值介於 8.5MPa 至15.6MPa，平均錐尖阻抗值為 12.1MPa，屬於中等緊密至緊密的砂性土壤，研判為未受液化擾動的土層。不過，此段土層 Olsen法液化回饋分析所得之安全係數介於 0.5至 1.12，平均安全係數僅為 0.67，分析所得之安全係數異常偏低，顯然此段未液化土層的回饋分析結果過於保守。

圖 11 為 YL-C31 孔之 Robertson 和Wride 法液化分析結果。由安全係數剖面資料發現，調查深度內之安全係數大部分小於 1.0，分析結果顯示此處液化機率極高，分析結果與現地調查結果相符。不過，此調查孔13.5公尺至18公尺之錐尖阻抗值介於 8.5MPa 至 15.6MPa，平均錐尖阻抗值

12.1MPa，屬於中等緊密至緊密的砂性土壤，研判為未受液化擾動的土層。可是，Robertson 和 Wride 法在此段土層液化分析所得之安全係數介於 0.67 至 1.52，平均安全係數約為 0.84，顯示此段土層之液化可能性仍高，由此可知此段未液化土層的分析結果過於保守。

YL-C5孔位於員林鎮與大村鄉交界附近，調查孔附近並無任何液化表徵(亞新，2000)。此調查孔之地下水位約在地表下 1.2公尺左右。圖 12 為 YL-C5 孔之 juang 法液化分析結果。由圖中液化機率剖面資料發現，9.7 公尺深度內之液化機率大都在 0.65以上，屬於液化分類第四級非常可能液化之土層，分析結果顯示此處之液化潛能甚高。然而，根據 CPT 資料研判，6 公尺深度內之土層以細粒土壤(黏土或粉土)為主，且此調查孔附近並無任何液化表徵，因此，juang 法應用於此段土層之液化分析結果並不理想。此外，11.3 公尺至 15.8 公尺之錐尖阻抗值介於 5.68MPa 至12.11MPa，平均錐尖阻抗值為 7.11MPa，屬於中等緊密的砂性土壤，研判其可能為未液化土層；Juang 法液化分析所得之液化機率介於 0.11 至 0.73，平均液化機率約為0.48，屬於液化機率中等之第三級，即此段土層可能為液化土壤亦有可能為未液化土壤，此段土層分析所得之結果尚屬合理。

圖 13 為 YL-C5 孔 Olsen 法液化分析結果。由 SCN 剖面資料顯示，地表下 6 公尺內地層以較不易液化之細粒土壤為主。由圖中安全係數剖面資料發現，淺層細粒土壤的安全係數均大於 1.0，分析結果與現地調查結果符合。不過，調查深度內砂性土壤的安全係數均小於 1.0，分析結果顯示此處之仍具液化潛能。其中，11.3 公尺至11.8 公尺之錐尖阻抗值介於 8.6MPa 至9.3MPa，平均錐尖阻抗值為 9.1MPa，屬於中等緊密的砂性土壤，研判此段土層應為未液化土壤。可是，Olsen 法在此段可能未液化土壤分析所得之安全係數介於 0.64 至0.78，平均安全係數為 0.7，分析結果顯示此段土層發生液化的可能性甚高。因此，由此孔之案例評估可以發現，Olsen 法在液

7

化可能性較低的細粒土壤之回饋分析結果相當合理；然而，在可能未液化段砂性土層之平均安全係數僅約 0.7，顯然此分析結果偏保守。

圖 14 為 YL-C5 孔 Robertson 和 Wride法液化分析結果。由土壤分類剖面資料顯示，除了 6.6 公尺至 8.1 公尺之純砂性土壤(sand)外，地表下 11 公尺內地層大都以較不易液化之細粒土壤為主。由於 Robertson和 Wride 法僅適用於土壤分類第 5 類(sandmixture)以上之土壤，所以，細粒土壤(clay、silt mixture)在安全係數剖面圖中均設定為 3.0。由圖中安全係數剖面資料發現，調查深度內砂性土壤的安全係數均小於 1.0，分析結果顯示此處之液化潛能仍甚高。其中，11.3 公尺至 11.8 公尺之錐尖阻抗值介於 8.6MPa 至 9.3MPa，平均錐尖阻抗值為 9.1MPa，屬於中等緊密的砂性土壤。因此，就地震後之 CPT 調查資料研判，此段中等緊密砂性土壤應該為未液化土層。然而，Robertson 和 Wride 法於此段土層液化分析所得之安全係數介於 0.68 至0.76，平均安全係數為 0.73，分析結果顯示此段土層仍可能發生液化。因此，由此孔之案例評估可以發現，Robertson 和 Wride法可以判定液化可能性較低的細粒土壤；然而，在可能未液化段砂性土層之平均安全係數僅約 0.73，顯然此分析結果偏保守。

YL-C15 孔位於員林國小，調查孔附近無任何液化表徵(亞新，2000)。圖 15 為YL-C15 孔之 Juang 法液化分析結果。由圖中液化機率剖面資料發現，地表下 4.4 公尺至 12.5 公尺之土層的液化機率大都大於0.65，屬於液化分類第四級非常可能液化之土層。然而，根據 CPT 資料研判，7.5 公尺深度內之土層以細粒土壤(黏土或粉土)為主，且此調查孔附近並無任何液化表徵，因此，juang 法應用於此段土層之液化分析結果並不理想。18 公尺至 20 公尺之錐尖阻抗值介於 10.5MPa 至 16.3MPa，平均錐尖阻抗值為 13.7MPa，屬於中等緊密至緊密之砂性土壤，研判為未液化之土層。Juang 法此段土層液化分析所得之液化機率大都小於 0.15，屬於液化分類第一級幾

乎肯定不液化之土層，顯示此段土層之分析結果甚為合理。

圖 16 為 YL-C15 孔 Olsen 法液化分析結果。由 SCN 剖面資料顯示，地表下 7.5公尺內地層以較不易液化之細粒土壤為主，而 7 公尺至 17 公尺之間地層則為粉砂層(sand mixtures)，17 公尺至 20 公尺之地層則為砂性土壤。由圖中安全係數剖面資料發現，地表下 11 公尺以內土層的安全係數幾乎都大於 1.0，其液化機率較低，分析結果符合現地調查結果。18 公尺至 20 公尺之錐尖阻抗值介於 10.5MPa 至 16.3MPa，平均錐尖阻抗值為 13.7MPa，屬於中等緊密至緊密之砂性土壤，應該為未液化之土層。不過，Olsen 液化分析所得之安全係數介於 0.65 至 1.27，平均安全係數為 0.8，屬於可能液化的土層，分析所得之安全係數偏低。

圖 17 為 YL-C15 孔之 Robertson 和Wride 法液化分析結果。由土壤分類結果來看，地表下 7.5 公尺內地層以第 3、4 類較不易液化之細粒土壤為主，而 7公尺至 12.5公尺之間地層則為第 5 類粉砂層 (sand mixture)，12.5 公尺至 17 公尺之間地層則為第 4 類粉土及第 5 類粉砂互層，17 公尺至 20 公尺之地層則為砂性土壤。由圖中安全係數剖面資料發現，地表下 7公尺至 12.5公尺之砂性土壤的安全係數幾乎都遠小於1.0，屬於可能液化的土層。

綜合以上 YL-2 及 YL-C31 兩個明確液化調查孔之液化回饋分析結果發現，在最大水平加速度 188gal 之員林地區中等反覆應力比(CSR)的條件下，三種評估分析方法分析結果均符合現地調查結果。不過，就以錐尖阻抗值略高之中等緊密或緊密可能未液化砂性土壤之液化分析結果而言，Juang 法液化分析所得之結果較為合理；Robertson 和 Wride 法及 Olsen 兩種分析方法在較大錐尖阻抗(qc) 之砂性土層的分析結果均趨於保守。

就兩個無液化表徵調查孔之液化回饋分析結果發現，Robertson 和 Wride 及Olsen 兩種分析法均提供良好的土層判釋結果。其土壤分類結果顯示此兩孔淺層存

8

在較不易液化之細粒土壤，Robertson 和Wride 初步判定為不會液化，而 Olsen 法分析得不會液化之較大安全係數值，兩法於此段土壤之分析結果均合理。不過，兩種方法在砂性土層的液化分析所得安全係數偏低，分析結果均顯示此調查孔仍具較高之液化潛能，其評估結果趨於保守。Juang法並未提供土層判釋功能，僅於分析過程中將土壤行為分類指數(Ic)2.95 以上之土壤(黏土)視為不會液化，因此，在細粒含量較高之粉土質土壤的分析結果顯示出較高液化機率，分析結果與實際狀況略有出入。有關粉土質土壤的液化評估方式，目前國際上液化相關之研究人員尚未有一至之定論，必須進一步研究。不過，Juang 法在砂性土壤之液化分析結果相當合理。

四、液化危害度率定

Iwasaki(1982)提出之液化潛能指數(IL)來評估試驗孔位置之液化危險程度的方式相當合乎邏輯；即使評估方法並非毫無瑕疵，此種方式仍可提供液化危害度評估之參考。不過，將各類液化分析所得安全係數直接代入 Iwasaki 之液化潛能指數計算式並不十分恰當，因為各類液化分析法之保守程度並不一致，其所得之安全係數並不一樣。為了解決各類液化分析所得安全係數不一樣，但仍要利用 Iwasaki 液化危險程度之判定方式，可選擇適當液化案例資料來率定液化危險度分級界限。

本文嘗試由具有明顯液化表徵及無液化表徵調查孔之液化潛能指數來探討Iwasaki 液化危險度分級界限在 CPT 液化評估法之適用性。前文已檢視過 Juang、Robertson 和 Wride 法及 Olsen 三種 CPT 液化評估法之適用性，發現三種評估分析方法在具明顯液化表徵處之分析結果均符合現地調查結果，所以，直接將三種方法之液化分析所得安全係數計算液化潛能指數(IL)。

表 3 為南投、員林地區 20 個 CPT 孔之液化潛能指數。由表中 10 孔明確液化調查孔之液化潛能指數可以發現，Juang 法(Ic<2.95)之液化潛能指數均大於 15，屬於

液化危險度極高等級，分析結果符合現地調查結果。然而由表中 10 孔無液化表徵調查孔之液化潛能指數可以發現，Juang 法(Ic<2.95)之液化潛能指數僅 3 孔小於 15，分析結果與現地調查結果不符。誠如前節之討論，Juang 法並未提供土層判釋功能，僅於分析過程中將土壤行為分類指數(Ic)2.95 以上之土壤(黏土)視為不會液化，如此方式將造成細粒含量較高之粉土質土壤具有較低之安全係數，而使液化潛能指數偏高。古志生(2001)曾對國內中、南部土壤的土壤行為分類指數(Ic)界限進行比對，發現國內砂性土壤(SP、SP-SM、SM)之土壤行為分類指數(Ic)界限約為 2.4。因此，將Juang 法之土壤行為分類指數(Ic)界限調整為 2.4，重新計算各孔之液化潛能指數。由土壤行為分類指數界限調整後之液化潛能指數計算結果來看，其整體評估結果較為恰當。Juang 法(Ic<2.4) 80%(8 孔)明確液化調查孔之液化潛能指數大於 15，而 60%(6孔)無液化表徵調查孔之液化潛能指數不大於 5，分析結果大致符合現地調查結果。若以 Iwasaki 決定液化危險度分級界限之方式而言，Juang 法(Ic<2.4)之液化潛能指數大於 17，屬於液化危險度極高等級；而液化潛能指數小於 8 則不會發生嚴重液化。

由表 3 中 10 孔明確液化調查孔 Olsen法之液化潛能指數可以發現，80%(8 孔)之液化潛能指數大於 15，屬於液化危險度極高等級，分析結果符合現地調查結果。不過，在無液化表徵調查孔之液化潛能指數僅 2 孔小於 5，顯然這個分級界限不太合適。若以 Iwasaki 決定液化危險度分級界限之方式而言，Olsen 法之液化潛能指數等於或大於 20，屬於液化危險度極高等級；而液化潛能指數小於9則不會發生嚴重液化。

由表 3 中 10 孔明確液化調查孔 R&W法之液化潛能指數可以發現，90%(9 孔)之液化潛能指數大於 15，屬於液化危險度極高等級，分析結果符合現地調查結果。不過，在無液化表徵調查孔之液化潛能指數均大於 5，顯然這個分級界限對 Robertson法而言並不恰當。若以 Iwasaki 決定液化危險度分級界限之方式而言，R&W 法之液化

9

潛能指數等於或大於 21，屬於液化危險度極高等級；而液化潛能指數小於 14 則不會發生嚴重液化。

五、結論與建議

本文就集集地震液化區有限 CPT 調查孔資料之初步探討後，得到以下幾點結論與建議：

1. 在明確液化調查孔之液化回饋分析結果發現，Juang、Olsen、Robertson和 Wride 等三種方法分析結果均符合現地調查結果。

2. 以錐尖阻抗值略高之中等緊密或緊密可能未液化砂性土壤之液化分析結果而言，Juang 法液化分析所得之結果較為合理；Robertson 和 Wride法及 Olsen 兩種方法之分析結果趨於保守。

3. 較不易液化之細粒土壤，Robertson和 Wride 初步判定為不會液化，而Olsen 法分析得較大安全係數值，兩法於此種土壤之分析結果均合理。

4. 將 Juang 法之土壤行為分類指數(Ic)界限依本地土壤特性調整後，可得到較恰當之整體評估結果。由此法(Ic<2.4)計算之液化潛能指數大於17，屬於液化危險度極高等級；而液化潛能指數小於 8 則不會發生嚴重液化。

5. Olsen 法之液化潛能指數等於或大於 20，屬於液化危險度極高等級；而液化潛能指數小於 9 則不會發生嚴重液化。

6. R&W 法之液化分析結果略為保守，由此法計算之液化潛能指數等於或大於 21，屬於液化危險度極高等級；而液化潛能指數小於 14 則不會發生嚴重液化。

7. 由於本文採用之調查孔數相當有限，其代表性並不十分充分，因此，分析結果僅供初步參考。

致謝

本文為國科會計畫(計畫編號：

NSC 90-2611-E-006-029) 的部分成果，承蒙國科會提供研究經費補助，特此申謝。

參考文獻

古志生，「CPT 土壤分類及液化評估之研究」，成功大學土木所博士論文，民國 90 年。

李德河、古志生，「CPT 在台灣中部地區液化潛能評估之應用」，台灣中部地區液化潛能評估研討會論文集，新竹，民國 91年 3 月。

亞新工程顧問股份有限公司，「土壤液化評估與處理對策研擬」，第一期計畫總報告，行政院國家科學委員會，民國 89 年。

Iwasaki, T., Arakawa T., and Tokida, K., ” Simplified Procedures for Assessing Soil Liquefaction During Earthquakes,”Proceeding, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, pp. 925-939, 1982.

Juang, C. H., Chen, C. J., and Tien, Y.M., “Appraising CPT-based liquefaction resistance evaluation methods – artificial neural network approach,” Canadian Geotechnical Journal, Vol. 36, pp. 443-454,1999.

Juang, C. H., C.J. Chen, D.V. Rosowsky, and W.H. Tang, “CPT-based liquefaction analysis, Part 2: Reliability for design,” Geotechnique, Vol. 50, No. 5, pp. 593-599, 2000.

Juang, C.H., Peter Haiming Yuan, Der-Her Lee, and Chih-sheng Ku, ” Assessing CPT-Based Methods for Liquefaction Evaluation with Emphasis on the Cases from the Chi-Chi, Taiwan Earthquake,” Soil Dynamics and Earthquake Engineering. (in press).

Olsen, R. S., “ Cyclic Liquefaction Based on the Cone Penetrometer Test,” In Proceedings of the 1996 NCEER Workshop on Evaluation of Liquefaction Resistance of Soil. NCEER-97-0022. pp. 225-275, 1997.

Robertson, P.K. and Campanella, R.G., "Guidelines for Use, Interpretation and Application of the CPT and CPTU", UBC, Soil Mechanics Series No. 105, Civil Eng.

10

Dept., Vancouver, B.C., V6T 1W5, Canada, 1986.

Seed, H. B., Idriss, I. M. and Arango, I., "Evaluating of Liquefaction Potential Using Field Performance Data", Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, Vol. 109, No. GT3, pp. 458-482, 1983. [6] Robertson, P. K. and Wride, C. E., “Evaluating Cyclic Liquefaction potential Using the Cone Penetration Test”, Canadian Geotechnical Journal, Vol.35, pp. 442∼459, 1998.

Seed, H. B. and De Alba, "Use of SPT and CPT Tests for Evaluating the Liquefaction Resistance of Sands", Proc.,

INSITU’86, ASCE Special Conference onUse of In Situ Testing in GeotechnicalEngineering, No.6, New York, 1986.

Shibata, T. and Teparaksa, W.,“Evaluation of Liquefaction Potentials on Soils Using Cone Penetration Tests,” Soil and Foundations, Vol. 28, No. 2, pp. 49-60,1988.

Stark, T.D. and Olson, S.M., "Liquefaction Resistance Using CPT and Field Case Histories," Journal ofGeotechnical Engineering. pp.856-868, 1995.

11

表 1 土壤行為分類界限(Lunne 等, 1997)

soil behavior type index,Ic zone soil behavior type

Ic<1.31 7 gravelly sand

1.31<Ic<2.05 6 sands – clean sand to silty sand

2.05<Ic<2.60 5 sand mixture – silty sand to sandy silt

2.60<Ic<2.95 4 silt mixture – clayey silt to silty clay

2.95<Ic<3.60 3 clays

Ic>3.60 2 organic soils – peat

表 2 液化機率分級表(Chen 和 Juang, 2000)

ClassProbability of liquefaction

(PL)Description of likelihood

5 PL ≥ 0.85 Almost certain that it will liquefy

4 0.65 ≤ PL< 0.85 Very likely to liquefy

3 0.35 ≤ PL< 0.65 Liquefaction and no liquefaction are equally likely

2 0.15 ≤ PL< 0.35 Unlikely to liquefy

1 PL < 0.15 Almost certain that it will not liquefy

12

表 3 集集地震液化案例之液化潛能指數

IL(Juang)孔號

Ic<2.95 Ic<2.4IL(Olsen) IL(R&W) 液化表徵

NT-1 35 17 22 21 有

NT-C2 43 27 34 33 有

NT-C7 52 28 45 36 有

NT-C15 53 23 40 27 有

YL-2 27 21 25 25 有

YL-C22 20 17 20 21 有

YL-C24 25 17 16 23 有

YL-C25 23 11 9 19 有

YL-C31 28 17 34 27 有

YL-C43 16 8 9 14 有

YL-C7 16 11 16 17 無

YL-C8 16 1 4 6 無

YL-C9 14 4 7 10 無

YL-C10 15 9 7 13 無

YL-C11 20 5 11 10 無

YL-C13 16 5 6 13 無

YL-C15 14 5 4 12 無

YL-C16 25 6 16 12 無

YL-C28 18 7 8 13 無

YL-C36 12 1 8 7 無

13

0

5

10

15

20

Dept

h(m

)

0 10 20

Cone Resi st anceqc (MPa)

0 3 6

Fri ct i on Rat i oRf (%)

0 300 600

Pore PressureU2 (kPa)

0 1 2 3 4

Saf et y Fact orSF

OLR&W

J

圖 1 員林 YL-2 孔 CPT 資料與液化分析結果

0.1 1.0 10.0Friction Ratio (%)

1

10

100

1000

Nor

mal

ized

cone

resi

stan

ce(a

tmun

its)

Sand & Gravel

Clays

Silt

mix

ture

s

Sand

mixtures

Sand

Peats,

Fines < 5 %

Dense

Mediumdense

Loose

Veryloose fine sand

siltysand

sandy silt

clay

eysi

lt

silty

clay

silty

clay

Organicandunstableclayey silts

Olsen & Mitchell (1995)Olsen (1988)

Fines = 10 to 15 %

Fines = 40 to60 %

Fines=

80to

100 %

SCN

=0

SC

N=

-2

SCN

=-1

SCN=2

SCN=1

Incr

ease

ing

overc

onsolid

atio

n

圖 2 Olsen 之土壤分類圖

14

Normalized In-Situ Soil Strength

Sei

smic

Load

Liquefied Zone

Non-liquefied Zone

Limit State

圖 3 液化與未液化臨界狀態概念示意圖(Juang 等, 1999)

圖 4 安全係數(FS)與液化機率(PL)之關係(Juang 等, 2000)

15

Y-2

Y-C5

Y-C15

Y-C31

N

0 2000 4000 (m)

圖 5 液化案例 CPT 調查孔分佈圖

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

0.0 0.5 1.0CRR or CSR

0.0 0.5 1.0PL

CSR

CRR

圖 6 YL-2 孔 Juang 法液化分析結果

16

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)0 10 20

qc (MPa)0 2 4 6

Rf (%)-2 0 2

SCN0 1 2 3

FS

clay

s

silt

mix

ture

s

sand

mix

ture

s

sand

sand

&gr

avel

圖 7 YL-2 孔 Olsen 法液化分析結果

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

0 1 2 3FS

clay

s

silt

mix

ture

s

sand

mix

ture

s

sand

grav

elly

sand

圖 8 YL-2 孔 Robertson 和 Wride 法液化分析結果

17

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

0.0 0.5 1.0CRR or CSR

0.0 0.5 1.0PL

CSR

CRR

圖 9 YL-C31 孔 Juang 法液化分析結果

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

-2 0 2SCN

0 1 2 3FS

clay

s

silt

mix

ture

s

sand

mix

ture

s

sand

sand

&gr

avel

圖 10 YL-C31 孔 Olsen 法液化分析結果

18

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

0 1 2 3FS

clay

s

silt

mix

ture

s

sand

mix

ture

s

sand

grav

elly

sand

圖 11 YL-C31 孔 Robertson 和 Wride 法液化分析結果

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

0.0 0.5 1.0CRR or CSR

0.0 0.5 1.0PL

CSR

CRR


19

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)0 10 20

qc (MPa)0 2 4 6

Rf (%)-2 0 2

SCN0 1 2 3

FS

clay

s

silt

mix

ture

s

sand

mix

ture

s

sand


0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

0 1 2 3FS

clay

s

silt

mix

ture

s

sand

mix

ture

s

sand

grav

elly

sand


20

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

0.0 0.5 1.0CRR or CSR

0.0 0.5 1.0PL

CSR

CRR


0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

-2 0 2SCN

0 1 2 3FS

clay

s

silt

mix

ture

s

sand

mix

ture

s

sand

sand

&gr

avel


21

0

5

10

15

20

Dep

th(m

)

0 10 20qc (MPa)

0 2 4 6Rf (%)

0 1 2 3FS

clay

s

silt

mix

ture

s

sand

mix

ture

s

sand

grav

elly

sand


cpt資料在液化危害度評估之應用 - ncku

Documents